文 | 秋风
编辑 | 秋风
仿生是根据自然界中生物体的结构、材料和系统进行的设计，属于涉及多个学科的跨学科研究。
而对于自然界中的生物，它们为了能够经受住外来灾害的侵袭，适应严苛的自然环境，在数亿万年的生长过程中往往会进化出最优秀和最合理的生物结构。
由前面对仙人掌宏观仿生结构的探究可知，其能量吸收能力要明显好于常见的薄壁管件，并且折角数目为 6、弧度半径 R=6 的 60°折角仿生管耐撞性能最好。
然而，生物结构的力学特性不仅与宏观结构相关，而且与内部的微观结构也联系密切。
一、仙人掌结构微观仿生设计与耐撞性对比探究
本节以弧度半径R=6的 60°折角 6 角仿生管的结构参数为基础，对巨人柱仙人掌进行微观结构的仿生探究。
通过对巨人柱仙人掌结构的微观观测与分析，设计了微观仿生结构。为了降低加工成本及加工难度，对仿生管进行了不同仿生单元的简化设计。
对巨人柱仙人掌宏、微观仿生结构进行了耐撞性对比探究，并从中找出最优的结构设计。
（一）仙人掌结构微观观测分析
巨人柱仙人掌结构所具有的优异力学性能，不仅与宏观结构的波纹形折角有关，而且也受其内部微观结构的影响。
对巨人柱仙人掌微观结构的分析，可以为仿生提供更好的设计思路，获得具有更佳耐撞性能的结构。
本节通过对仙人掌肉质茎的观察，如图4.1所示。发现其微观结构分别由 A 木质部、 B 维管束、C 薄壁组织和 D皮层组织构成的外壁组成。
木质部由木纤维、导管、管胞等结构组成，而其中具有较大硬度的木纤维，是一种木质化的次生壁，其含量的高低，决定了生物体结构抵抗载荷的能力。
由于巨人柱仙人掌主要生长在沙漠之中，具有很强的耐旱能力，维管束在巨人柱仙人掌结构中有着广泛分布，其横、纵向结构如图 4.2 所示。
在构成上，维管束主要由大量的多纤维束构成，具有很高的抗拉强度，使得巨人柱仙人掌结构具有很好的承载能力和抗冲击能力。
在结构上，维管束内部和外部都分布着大量的维管束鞘和纤维股，而这些纤维股通常具有较大的截面面积，从而使得巨人柱仙人掌结构的耐撞性在一定程度上得到提高。
由于维管束之间的薄壁组织具有强度低、质地疏松的特性，从而可以有效缓冲和耗散外部的冲击力。
薄壁组织和维管束两种结构复合在一起，具有较好的弹性，强化了结构的耐冲击性能。
皮层组织中不规则的分布着未分化的维管束，这种 维管束是由大量没有筛管和导管的纤维股构成，最终形成了巨人柱仙人掌结构的外壁。
通过以上观测分析可知，巨人柱仙人掌微观结构可以概括为三部分：木质部，维管束及周围的薄壁组织和皮层组织构成的外壁。
这三种结构的配合使得巨人柱仙人掌结构不仅可以承受自身的载荷，还可以抵抗外部载荷的冲击。
基于观测和分析的巨人柱仙人掌的微观结构，后续将对先前的宏观仿生结构进行微观仿生设计，并展开微观仿生结构的耐撞性探究。
（二）仙人掌结构的微观仿生设计
巨人柱仙人掌微观结构中，A 木质部、B 维管束及周围的 C 薄壁组织和 D皮层组织构成的外壁是决定其力学性能的三种重要结构，要重点对这三种结构进行仿生设计。
在进行微观仿生设计时，将木质部仿生设计成圆管状，即仿生内管A；由于薄壁组织具有连接维管束和缓冲载荷的作用，而维管束又是一 种细长的管状结构。
将维管束及周围的薄壁组织仿生设计成小圆管以及连接板，即仿生单元 B、C；将巨人柱仙人掌的皮层组织构成的外壁仿生设计成圆形管，即仿生外管 D。
基于前面巨人柱仙人掌的宏观仿生结构，最终 得到的微观仿生设计如图 4.3 所示。
（三）不同仿生结构的微观仿生管
由前面分析可知，巨人柱仙人掌结构所具有的优异力学性能，不仅与宏观结构的波纹形折角有关，而且也受其内部微观结构的影响。
为了方便结构的加工，以及减少生产成本，本节对巨人柱仙人掌初始仿生管进行了结构简化，简化后的几种仿生管截面如图 4.4（a）所示。
为了后续研究的方便，分别对仿生结构进行了命名，微观初始仿生（Micro Bionic）管命名为 Mi-B0。
如图 4.4（b）所示，之前的宏观仿生（Macro Bionic）管命名为 Ma-B，如图 4.4（c），而简化后的微观仿生管分别命为 Mi-B1、Mi-B2、Mi-B3。
宏观结构尺寸保持先前不变，微观尺寸中，木质部仿生管D2=20mm，维管束仿生管d=5mm。
薄壁组织仿生板w=12mm，皮层组织仿生外管D1=43mm，仿生结构的总高度保持L=200mm不变。
（四）仙人掌宏、微观仿生管的耐撞性对比探究
为了探究上述所设计的微观仿生结构及其简化结构的耐撞性，在保证质量相同的条件下，分别对宏观仿生管、微观初始仿生管以及简化后的微观仿生管进行了仿真对比分析。
图 4.5 为宏、微观仿生管的SEA，从图中可以看出，所有微观仿生管的比吸能 SEA 都高于宏观仿生管，最大高出 15.7%，这说明，微观结构可以显著提 高仿生设计的吸能性。
在所设计的微观仿生结构中，初始仿生管 Mi-B0比吸能 SEA 最大，为 25.4kJ/kg，简化后的微观仿生管 Mi-B3 最小，为 23.1kJ/kg。
二者相差 10.0%，原因在于 Mi-B3 简化掉了结构中的维管束仿生管和皮层组织仿生外管，而维管束在巨人柱仙人掌结构中又大量的分布。
皮层组织又是其外部保护结构，这两种结构很好的加强了其自身的力学性能，因此，Mi-B3 的吸能性要差于其它几种结构。
Mi-B1、Mi-B2分别简化了皮层组织仿生外管和维管束仿生管，它们的 SEA 比 Mi-B0 分别低 2.7%和 7.2%。
可见，在微观结构的设计中，维管束仿生管可以更好的提高结构的吸能性。
图 4.6 为宏、微观仿生管在 140mm 位移下的变形模式图。由图可得，微观仿生结构的变形模式较宏观仿生结构有更多的折叠层数及更规整的变形。
这是因为微观结构中多了木质部仿生管，维管束仿生管和薄壁组织仿生板，以及皮层组织仿生外管两种或几种结构，这些内部微观仿生结构使得变形更加的稳定，折叠也更加的规则。
在微观结构设计中，Mi-B0变形模式最好，Mi-B3最差，这说明维管束仿生管和皮层组织仿生外管对变形模式具有显著影响，这也验证了 Mi-B0具有较高 SEA 这一现象。
图 4.7 为宏、微观仿生结构 PCF。从图中可以看出，在质量相同的条件下，各结构的 PCF 基本相等。
而宏、微观仿生结构的 CLE 如图 4.8 所示， 由图可得，微观仿生结构的CLE 要整体高于宏观仿生结构，最大高出 16.7%，可见，微观结构仿生设计可以显著提高 CLE 的值。
另一方面，通过微观初始结 构与简化结构之间对比分析可得，初始仿生结构 Mi-B0 的 CLE 要高于其它各简化结构。
这说明巨人柱仙人掌内部各微观仿生结构之间的配合，可以有效提高 CLE，Mi-B0 的 CLE 最大，比简化的仿生结构 Mi-B3 大 9.4%。
二、仙人掌微观初始仿生管的各种工况探究
通过上节对巨人柱仙人掌宏、微观仿生结构的耐撞性对比分析可知，初始微观仿生管 Mi-B0 具有较好综合的耐撞性能，本节对 Mi-B0 展开更深入的探究分析。
由于碰撞发生时往往会伴有不同的冲击角度和速度，对微观初始仿生结构 Mi-B0 进行不同冲击角度的耐撞性探究，探究了冲击速度对耐撞性的影响。
为了更加全面的对 Mi-B0 进行耐撞性分析和评价，最后对其进行了多工况探究。
（一）微观初始仿生管不同冲击角度下的耐撞性探究
车辆在发生交通事故时，通常会有不同碰撞角度，而在汽车安全测试时，也会考虑偏置碰撞试验。
Mi-B0 在作为吸能部件时，要进行不同角度的耐撞性探究，图 4.9 为 Mi-B0 在撞击角度α=0°， 7°，12°，17°下的示意图。
为了探究撞击角度对吸能性的影响，图 4.10 描绘了 Mi-B0 在不同撞击角度下的 SEA。
由图可知，当α=0°时，Mi-B0 的 SEA 最大，为 24.6 kJ/kg，是 22°撞击条件下的 5.6 倍，随着冲击角度的增加，比吸能 SEA 逐渐降低。
这是因为随着撞击角度的增大，仿生管的受力面积逐渐减小，能够参与吸能的部分也减少，因此导致了 SEA 的下降。
在 17°和 22°的撞击角度下，SEA迅速减小，从其变形模式图 4.11（a）、（b）中可以看出。
两撞击角度下，Mi-B0仿生管的底部产生了塑性铰，使得结构整体发生了弯曲，从而导致比吸能SEA迅速下降。
图 4.12 为 Mi-B0 在不同撞击角度下的 PCF，Mi-B0 在相同的冲击速度下，其 PCF 随着撞击角度的增加逐渐减小。
原因也在于撞击角度的增加使得撞击面积减小，从而导致PCF的下降。当α=0°时，Mi-B0 受到轴向的正面冲击，其接触面积和所受到的撞击力都最大，因此PCF最高，为33.7KN。
PCF在 0°到 7°之间降幅最大，为 32.2%。接下来，随着撞击角度的增加PCF下降变缓，22°时，PCF 最低为 17.3KN。
由以上分析可知，Mi-B0结构的SEA和PCF随着冲击角度的增加而下降，并且撞击角度为 17°时下降最为明显。
（二）微观初始仿生管不同冲击速度下的耐撞性探究
车辆发生碰撞时，除了会有不同的碰撞角度，也还会有不同的碰撞速度。一般可将不同速度的撞击分为三个层次：低速碰撞，中速碰撞和高速碰撞。
低速碰撞一般是指市区内发生的交通事故，中速碰撞则是发生在速度较快的公路上，而高速碰撞通常是行驶在高速公路上车辆发生的事故。
为了研究在不同的撞击速度下 Mi-B0 的耐撞性，本节在α=7°时，探究了 Mi-B0在不同速度低速 V=10m/s、中速 V=20m/s、高速 V=30m/s下的耐撞性能。
图 4.13 为 Mi-B0 在不同撞击速度下的SEA。从图中可以看出，随着撞击速度的增加，Mi-B0的比吸能SEA逐渐增加，而V=10m/s时SEA最小，为17.1kJ/kg，。
V=30m/s 时SEA最大，为 19.1kJ/kg，二者 SEA 相差 11.7%，这说明，撞击速度较大时，Mi-B0仿生管在变形过程中，由于管壁的相互挤压会产生较大的动能及惯性。
从而使得结构在相同参数条件下，发生更多、更规整的变形模式，从而吸收较多的碰撞能。为了更深入的解释上面的现象，图 4.14 为 Mi-B0 在不同撞击速度下的变形模式。
从图中可以看出，Mi-B0 结构的变形模式为非对称变形，这是因为碰撞发生在α=7°的条件下，从而导致了左右折叠层数的不同。
随着冲击速度的增加，V=10m/s 的条件下左右折叠层数都为5，V=20m/s 时，左侧的有5个折叠，右侧有6个折叠，当 V=30m/s 时，左侧折叠数同样为5，而右侧折叠数为 7。
由此可知，随着撞击速度的增加，Mi-B0 的折叠数目也会增加，从而说明了高速条件下，可以吸收更多的能量。
图 4.15为 Mi-B0 结构在不同撞击速度下的峰值力图，由图可得，随着冲击速度的增加，峰值力 PCF 也随着增加。
当V=30m/s时，PCF最大为27.9KN，比V=10m/s和V=20m/s时的PCF分别大22.4%和 17.3%，这是因为，冲击速度越大，作用在仿生管结构上的初始能量就越多，从而导致了PCF的增大。
通过以上分析可知，Mi-B0 结构在不同撞击速度下，其 SEA 和 PCF 都随着撞击速度的增加而增大。
（三）微观初始仿生管多工况下的耐撞性探究
为了更加深入、全面的分析初始微观仿生结构 Mi-B0 在不同冲击角度与速度下的耐撞性，本节对其进行了多工况下的耐撞性探究。
表4.1为Mi-B0在多工况条件下的SEA，从表中可以看出，相同冲击速度下，随着冲击角度的增加，SEA 逐渐减小，这是因为冲击角度的增加，减小了撞击面积，导致能量吸收减少。
在相同冲击角度下，随着冲击速度的增加，SEA逐渐增大。
这是因为冲击速度增加导致了初始碰撞能量的增加，当撞击发生时，使得结构在相同的时间内，产生更多的折叠和更规整的变形，从而使得能量吸收更多。
还可以发现，冲击角度对SEA的影响远大于冲击速度，特别是当角度α=17°时， 其 SEA 迅速下降。
这主要是因为，冲击角度的增加会使结构 Mi-B0 发生弯曲，从而导致不完全碰撞，这可以从图 4.16 Mi-B0 在α=17°条件下的不同撞击速度变形模式中可以看出。
在 V=10m/s 的条件下，其变形模式已经发生了整体屈曲，其SEA最小，当 V=30m/s 时，其屈曲程度要小于低速和中速撞击的情况，因此，其SEA较大。
图4.17为Mi-B0在多工况下的PCF，从图中可以得出，一方面，随着冲击角度的增加，其 PCF下降，在α=0°的冲击角度下，PCF值最大，是最小PCF的2倍。
这是因为此时是正面撞击，接触面积最大，从而使得其 PCF 较高。
由图还可以看出，冲击角度对 PCF 的影响明显大于冲击速度，而冲击角度α的不同，PCF下降的幅度也不一样。
比如α从 0°到 7°的 PCF下降幅度要明显大于 17°到 22°的下降幅度。另一方面，随着冲击速度的增加，其PCF逐渐增加，不同冲击速度之间PCF最大相差 30.7%。
这是由结构的初始冲击能量 决定的，冲击速度越大，初始冲击能量也越大，其PCF 也最大。
并且高速冲击 V=30m/s 时的 PCF 的增幅要大于 V=20m/s，这说明，PCF对高速冲击更为敏感。
通过以上分析可知，Mi-B0结构在多工况条件下，其PCF和SEA都随着冲击角度的增加而减小，随着冲击速度的增加而增加，并且冲击角度对耐撞性的影响要明显大于冲击速度。
三、本章小结
本章对巨人柱仙人掌结构进行了微观观测分析，根据微观结构分别对木质部设计了仿生内管，维管束和薄壁组织设计了仿生单元，以及皮层组织设计了仿生外管。
并将这些内部微观仿生结构应用到先前所设计的宏观仿生结构中。
因考虑到仿生结构管的加工难度及成本，对所设计的巨人柱仙人掌初始仿生管 Mi-B0 进行了简化，并设计成了 Mi-B1、Mi-B2、Mi-B3 几种结构形式。
并对所设计的各微观仿生管和宏观仿生管进行了耐撞性对比分析，发现微观仿生管的耐撞性全部优于宏观仿生管，并且初始微观仿生管 Mi-B0 的耐撞性最好。
对巨人柱仙人掌微观初始仿生结构的耐撞性进行了不同冲击角度、速度以及多工况的探究。
结果显示撞击角度的增大，使得 Mi-B0 结构的SEA和PCF都下降，但其SEA和PCF都随着撞击速度的增大而增大。
通过多工况条件下的耐撞性探究，发现Mi-B0结构的SEA、PCF受冲击角度的影响明显大于 冲击速度。
通过以上分析可知，巨人柱仙人掌微观初始仿生管Mi-B0的耐撞性要好于宏观仿生结构，并且，Mi-B0在各工况条件下也具有较好的表现。
参考文献
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